Beschreibung

Verfahren und Vorrichtung zum Betreiben einer Verbrennungskraftmaschine

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren und eine Vorrichtung zum Betreiben einer Verbrennungskraftmaschine unter möglichst genauer Modellierung von Spul-Vorgangen .

Ohne Beschrankung ihres Einsatzfeldes wird die vorliegende Erfindung nachfolgend nur unter Bezugnahme auf Verbrennungsmotoren im Automobilsektor dargestellt. Der Automobil- und Kraftfahrzeugbereich ist aufgrund der hohen Systemanforderungen bei gleichzeitig hohem Kostendruck durch die hohen Absatzzahlen ein wirtschaftlich sehr bedeutender Anwendungsbereich. Alternative Einsatzfelder in der Flugzeugoder Kraftwerkstechnik werden damit grundsätzlich nicht ausgeschlossen. Ebenso wäre ein erfmdungsgemaßer Ansatz auf eine Frischluftseite einer Verbrennungskraftmaschine übertragbar .

In den letzten Jahren wurde im Bereich der Dieselmotoren die Direkteinspritzung des Kraftstoffes in Verbindung mit Turboaufladung zum Standard. Auch bei Ottomotoren sind durch den Einsatz aufgeladener Motoren Verbrauchsvorteile bei gleichzeitig vergrößertem Motormoment realisierbar, so dass sich dort ein vergleichbarer Trend abzeichnet. Um in solchen Systemen einen schnellen Momentenaufbau auch schon bei niedriger Motordrehzahl unter wesentlicher Minderung des sog. Turboloches zu erreichen, kann das sog. Spulen, englisch scavengmg, angewandt werden. Darunter versteht man einen Frischluftmassenstrom vom Saugrohr durch die gleichzeitig geöffneten Einlass- und Auslassventile zum Abgassystem hin. Erforderlich hierfür sind ein positives Druckgefalle vom

Saugrohr zum Abgaskrummer und eine variable Ventilsteuerung auf der Einlass- und/oder der Auslassseite . Letztere ist erforderlich, um dafür zu sorgen, dass wahrend einer

einstellbaren Ventiluberschneidungszeit beide Ventile offenstehen. Der sich einstellende zusätzliche Spulmassenstrom sorgt für einen erhöhten Massenstrom durch die Turbine des Turboladers und damit zu einer Verschiebung des Betriebspunktes hm zu höheren Wirkungsgraden der

Turbine. Daraus resultiert ein schnelleres Ansprechverhalten des Turboladers, eine bessere Restgasausspulung und somit ein schnellerer Aufbau des Motormomentes, siehe auch M. Brandt et al., "DI Turbo mit Scavenging - Weniger Verbrauch durch mehr Drehmoment", Motor & Umwelt 2006.

Besteht in solchen Systemen dagegen ein Druckgefalle vom Abgassystem zur Frischluftseite bei weiterhin vorhandener Ventiluberschneidung, so kommt es zu einem Ruckstromen von Abgas in den Brennraum und in das Saugrohr hinein. Dieses

Abgas wird, eventuell mit Frischluft vermischt, beim nächsten Ansaugvorgang wieder in den Brennraum gelangen. Dort fuhrt das zurückgeströmte Abgas zusammen mit dem im Totvolumen verbliebenen Restgas zu einem erhöhten Inertgasanteil . Man bezeichnet diesen Vorgang als interne oder auch als reaspirative Abgasruckfuhrung, kurz AGR, oder englisch exhaust gas recirculation, kurz EGR. Die im Brennraum befindliche Restgasmenge beemflusst u.a. die Brenngeschwindigkeit des Kraftstoff-Luft-Restgas-Gemisches und die dabei auftretenden Emissionen. über eine Variation der Ventiluberschneidung kann der Abgasanteil an der Gasmenge im Brennraum gezielt beemflusst werden, so dass eine zusätzliche Steuerungsmoglichkeit mit dem Ziel der Entdrosselung des Motors entsteht.

Weiterhin ist die Kenntnis der durch interne AGR im Brennraum verbliebenen Restgasmenge auch bei Standard-Ottomotoren mit Saugrohreinspritzung mit oder ohne Aufladung eine wichtige Betriebsgroße. Diese Große findet z.B. zur Korrektur des Zundwmkels in Abhängigkeit von der internen Restgasmenge Verwendung.

In Zukunft wird die genaue Steuerung des Restgasanteils von zentraler Bedeutung für das gegenwartig intensiv erforschte Prinzip der homogenen Kompressionszundung . Bei diesen neuartigen Motoren, die unter den Bezeichnungen Homogeneous Charge Compression Ignition bzw. abgekürzt als HCCI, oder

Controlled Auto Ignition bzw. abgekürzt als CAI bekannt sind, beginnt die Verbrennung eines homogenen Gemisches gleichzeitig im gesamten Brennraum mit dem Ziel einer Senkung des Schadstoffausstoßes . Die Zündung eines Kraftstoff-Luft- Restgas-Gemisches erfolgt dabei allein durch die bei der Kompression auftretende Temperaturerhöhung. Diese Endtemperatur sowie die auftretende Brenngeschwindigkeit können über den Restgasanteil beeinflusst werden. Bei geeigneter Prozessfuhrung können Kraftstoffverbrauch und Emission in erheblichem Maße positiv beeinflusst werden.

Um die durch Spulen und/oder AGR erzielbaren Vorteile nutzen zu können, ist eine möglichst genaue Modellierung dieser Spul-Vorgange notwendig. Es ist daher Aufgabe der vorliegenden Erfindung, ein Verfahren und eine Vorrichtung der genannten Art zu schaffen, die ohne Schwierigkeit in einem aktuell verfugbaren Motorsteuergerat zur Anwendung kommen können.

Diese Aufgabe wird durch die Merkmale der unabhängigen Ansprüche gelost. Weitere vorteilhafte Merkmale von Weiterbildungen der Erfindung sind Gegenstand der jeweiligen Unteranspruche .

Der vorliegenden Erfindung liegt die Erkenntnis zugrunde, dass die vorstehende Aufgabe unter Verwendung eines physikalischen Modells losbar ist, wobei das Modell zu vereinfachen ist, andererseits jedoch die Druckverhaltnisse wahrend einer Ventiluberschneidung zu berücksichtigen ist. Dementsprechend arbeitet ein erfindungsgemaßes Verfahren auf Basis einer vereinfachten physikalischen Modellierung eines Zylinders bei Ventiluberschneidung als Stromungsdrossel mit Druckverhaltnissen, wie sie bei einer Ventiluberschneidung

vorliegenden. Diese Maßnahme steigert die Genauigkeit eines Modells erheblich, da wahrend eines Arbeitsspiels aufgrund von Druckoszillationen im Einlass- und Auslasssystem erhebliche Druckschwankungen auftreten, die bei Verwendung eines Mittelwertes der Drucke ausgeblendet werden. So kann ein Abgasgegendruck aus einem zeitlich gemittelten Abgasgegendruck unter Berücksichtigung einer Drehzahlabhangigkeit nach einer einfachen Formel bestimmt werden, wie nachfolgend noch angegeben.

In einer wesentlichen Weiterbildung der Erfindung werden zusatzlich effektive Querschnittsflachen der Ventiloffnungen bestimmt, um je Stromungsrichtung eine Asymmetrie der Stromungsverhaltnisse zu berücksichtigen. Vorzugsweise werden Kalibrationsparameter in einem nichtlinearen

Optimierungsverfahren so bestimmt, dass reale Messwerte bestmöglich von einem jeweiligen Modell reproduziert werden.

Auf diesen Ergebnissen aufbauend kann eine verbesserte Modellierung eines Schluckverhaltens angegeben werden, das wiederum Basis für die Bestimmung eines Restgasanteils in einem Zylinder ist, wobei zwischen den Fallen eines Betriebs ohne und mit Ventiluberschneidung unterschieden wird.

Als Vorrichtung zur Umsetzung eines derartigen Verfahrens ist vorteilhafter Weise eine bekannte Motorsteuerung einsetzbar.

Weitere Merkmale und Vorteile der Erfindung werden nachfolgend unter Beschreibung von Ausfuhrungsbeispielen mit Bezugnahme auf die Abbildungen der Zeichnung angegeben. Dazu werden einführend die physikalischen Grundlagen eines erfmdungsgemaßen Modells entwickelt und von bereits vorliegenden Arbeiten und aus dem Stand der Technik her bekannten Ansätzen abgegrenzt. Schließlich wird das eigentliche Verfahren beschrieben und dessen Vorteile und Anwendungsmoglichkeiten dargestellt. In der Zeichnung zeigen dazu in schematisierter Form:

Figur 1: eine Darstellung grundsätzlicher

Ventilerhebungskurven der Einlass- und Auslassnockenwelle mit einer Ventiluberschneidung VO;

Figur 2: ein Diagramm der Abhängigkeit des Spul- bzw. AGR- Massenstroms vom Saugrohrdruck MAP und vom Abgasgegendruck PE;

Figur 3: Diagramme eines Druckverlaufs in einem Saugrohr und einem Abgassystem wahrend eines Arbeitsspiels;

Figur 4: eine zeichnerische Zusammensetzung der Schlucklinie aus linearem und nichtlinearem Anteil;

Figur 5: ein Diagramm zur relativen Abweichung des modellierten vom gemessenen Luftmassenstrom und

Figur 6: ein Diagramm zur Darstellung eines berechneten Restgasanteils EGR_RATIO als Funktion von CAM_IN und CAM EX.

über die verschiedenen Abbildungen hinweg werden nachfolgend einheitlich gleiche Bezugsziffern und Bezeichnungen für gleiche Variablen verwendet.

Um die durch Spulen bzw. AGR erzielbaren Vorteile nutzen zu können, ist eine möglichst genaue Modellierung dieser Vorgange da notwendig, wo Messungen entweder nicht vorgesehen, oder zu kostspielig sind. Die Basis eines physikalischen Modells bildet daher eine in wesentlichen Punkten möglichst präzise Abbildung der Vorgange wahrend einer Ventiluberschneidung. Prinzipielle

Ventilerhebungskurven der Einlass- und Auslassnockenwelle mit einer Definition der Nockenwellenposition CAM IN, CAM EX und

der Ventiluberschneidung VO veranschaulicht die Abbildung von Figur 1.

Die Grundidee dieses Verfahrens ist die Berechnung des Spul- bzw. AGR-Massenstroms auf Basis der Annahme einer Strömung zwischen Saugrohr und Abgassystem, wobei ein Zylinder mit gleichzeitig geöffneten Einlass- und Auslassventilen idealisiert als eine "Drossel" angenommen werden. Dieser Ansatz ist z.B. von Brandt et al. formuliert worden. Der Massenstrom bzw. Mass air flow, kurz MAF, hangt dann unter Annahme einer isentropen Strömung vom Druck MAP und der Temperatur TIA in dem Saugrohr sowie von Druck PE und Temperatur TEX in dem Abgas ab.

Von hoher Bedeutung ist hier, dass wegen der erheblichen

Druckschwingungen bzw. Druckoszillationen im Saugrohr und im Abgassystem für den zu modellierenden Massenstrom der jeweilige Druck wahrend der Ventiluberschneidung MAP DYN, PE_DYN, und eben nicht der mittlere Druck (MAP, PE) relevant ist, siehe M. Brandt et al. a.a.O.. Weiterhin ist zu beachten, dass die Drucke MAP_DYN bzw. PE_DYN auf den Ort des Einlassventils bzw. Auslassventils bezogen sind. Im Unterschied zu den zeitlich gemittelten Drucken MAP bzw. PE hangt wegen der endlichen Ausbreitungsgeschwindigkeit der Druckwellen die Große des Druckes vom Ort und von der Zeit ab, die Druckwelle breitet sich mit Schallgeschwindigkeit aus .

Damit erhalt man durch Anwendung der bekannten Gleichung für die isentrope Strömung eines Gases durch eine Drossel den folgenden Ausdruck für den Spul- bzw. AGR-Massenstrom MAF SCAV:

MAF SCAV = AR SCAV

mit :

Hierbei bezeichnet AR SCAV den zeitlich gemittelten effektiven Stromungsquerschnitt des als Drossel modellierten Bereichs, K _; und K _e sind die jeweiligen Isentropenexponenten von Luft und Abgas.

Em positives Vorzeichen von MAF SCAV steht demnach für einen Spulmassenstrom, wahrend ein negatives Vorzeichen einer internen AGR entspricht. Die Abbildung von Figur 2 veranschaulicht diesen Zusammenhang graphisch. Dabei ist hier zur Vereinfachung MAP=MAP DYN und PE=PE DYN angenommen worden .

In bekannten Motorsteuerungen wird der mittlere Druck im Saugrohr MAP auf Basis eines Behaltermodells berechnet, dessen Zuflüsse über eine Drosselklappe und Abflüsse in den Zylinder ebenfalls modelliert werden. Zusatzlich kann auch ein Sensor zur Messung dieses Druckes vorhanden sein, mit dessen Hilfe bei genügender Sensordynamik auch der Druck MAP DYN gemessen werden konnte. Da sich der Sensor in der Regel nicht direkt am Emlassventil befindet, ist die Laufzeit der Druckwellen vom Sensor zum Ventil zu

berücksichtigen. Der mittlere Abgasgegendruck PE wird in der Regel ebenfalls in der Motorsteuerung modelliert.

Ein Drucksensor im Abgassystem ist jedoch unublich, da ein solcher Sensor sehr hohen Temperaturen im Bereich eines Auslassventils des betreffenden Zylinders ausgesetzt wäre. Damit steht aber die Information über den Abgasgegendruck wahrend der Ventiluberschneidung PE DYN nicht zur Verfugung. Gerade die Große des Abgasgegendrucks ist jedoch von zentraler Bedeutung, da sie wegen der im Abgassystem besonders ausgeprägten Druckfluktuationen nicht durch den Mittelwert PE genähert werden kann.

Beispielhaft hierfür stellt die Abbildung von Figur 3 einen Druckverlauf im Saugrohr und Abgassystem wahrend eines

Arbeitsspiels dar. Es handelt sich hierbei um einen an einem nicht aufgeladenen 4-Zylmder Ottomotor bei Volllast und einer Kurbelwellendrehzahl N = 4800 l/mm gemessenen Druckverlauf im Saugrohr MAP, im Abgassystem nahe dem Auslassventil PRS_EX_1, sowie weiter davon entfernt PRS_EX_2, die als Funktion des Kurbelwellenwinkels dargestellt sind. Diese Abbildung entstammt Seite 216 aus J. Heywood, Internal Combustion Engine Fundamentals, McGraw-Hill, New York, 1988. Ebenfalls eingezeichnet ist die Ventiluberschneidung bzw. valve overlap, kurz VO. Deutlich zu erkennen ist in diesen Diagrammen die erhebliche Abweichung des Abgasgegendruckes wahrend der Ventiluberschneidung vom mittleren Abgasgegendruck .

Die Druckoszillationen im Einlass- bzw. Auslasssystem werden durch das periodische Offnen der Einlass- bzw. Auslassventile erzeugt. So wird beispielsweise beim Offnen des Auslassventils eine Druckwelle erzeugt, die sich im Abgassystem ausbreitet. Durch überlagerung mit gedampften und teilweise reflektierten Druckwellen aus vorherigen

Ladungswechseln des gleichen oder eines anderen Zylinders ergeben sich die beobachteten komplexen Druckoszillationen.

Die Modellierung solcher Vorgange ist mit Hilfe von aufwendigen Simulationsverfahren durchaus möglich. Der dafür notige numerische Aufwand überschreitet jedoch die in einem Motorsteuergerat verfugbaren Ressourcen um Größenordnungen. Es ist daher erforderlich, ein wesentlich vereinfachtes Modell zur Beschreibung der Druckverhaltnisse wahrend der Ventiluberschneidung zu entwickeln. Die bisher dargelegten Grundlagen sind - zumindest in groben Zügen - aus der Literatur bekannt. Eine für das Motorsteuergerat taugliche Losung für das dargelegte Problem der Modellierung der Druckverhaltnisse wahrend der Ventiluberschneidung wird hingegen erst nachfolgend angegeben:

Für die Modellierung des Drucks im Saugrohr bzw. im Abgassystem zum Zeitpunkt der Ventiluberschneidung werden die folgenden Beziehungen vorgeschlagen:

MAP DYN = IP MAP COR FAC(N) MAP (2)

PE_DYN = IP_PE_COR_ FAC(N) PE ( 3 )

Die hier verwendeten gemittelten Drucke MAP bzw. PE werden entweder gemessen oder aus entsprechenden Modellen entnommen. Die Korrekturfaktoren IP_MAP_COR_FAC in Gleichung (2) und IP_PE_COR_FAC in Gleichung (3) sind dabei abhangig von der Motordrehzahl N geeignet zu wählen. Durch zeitlich hochauflosende Messung des Druckverlaufes auf dem Motorprufstand kann die entsprechende Kalibration direkt ermittelt werden. Eine andere, indirekte Möglichkeit ergibt sich durch Auswertung von im Rahmen der Kalibration des Luftpfades standardmäßig durchgeführten Messungen. Im Rahmen eines nichtlinearen Optimierungsverfahren werden dann die Kalibrationsparameter, wie u.a. IP_PE_COR_FAC so bestimmt, dass mit dem nachfolgend angegebenen Anwendungsbeispiel der Modellierung eines nichtlmearen Schluckverhaltens die Messwerte bestmöglich von einem Modell reproduziert werden. Em besonderer Vorteil dieser Methode liegt darin, dass kein zusätzlicher Messaufwand erforderlich ist.

Eine zusätzliche Abhängigkeit von einer Lastgroße und/oder der Abgastemperatur kann mit in dem Modell hinzugenommen werden. Eine Abhängigkeit von der Nockenwellenstellung, also am Einlass eine Große CAM IN und am Auslass CAM EX, ist in erster Näherung verzichtbar, da sich bei einer Veränderung der Ventilsteuerzeiten die Druck-Oszillationen und der Zeitpunkt der Ventiluberschneidung phasengleich verschieben.

Alternativ zu Gleichung (3) kann auch der folgende Ansatz für die Modellierung von PE DYN verwendet werden:

PEDYN = AMP + IP_PE_COR_ FAC(N) •(PE -AMP) (4 )

Im Unterschied zum einfacheren Ansatz aus Gleichung (3) ist hier zusätzlich die Kenntnis des Umgebungsdruckes AMP erforderlich, der modelliert oder gemessen werden kann.

Diesem Ansatz liegt die Vorstellung zugrunde, dass sich der Druckverlauf als Summe eines Gleichanteils AMP und eines oszillierenden Anteils ergibt, wobei letzterer umso großer ist, je mehr der Abgasgegendruck über den Umgebungsdruck ansteigt. Auch hier kann ergänzend eine zusatzliche

Abhängigkeit des Faktors IP_PE_COR_FAC von einer Lastgroße und/oder der Abgastemperatur zugelassen werden.

Nun ist eine Modellierung der effektiven Querschnittsflache vorzunehmen: Zur Berechnung von MAF SCAV nach Formel (1) in der Motorsteuerung ist nun noch anzugeben, wie die effektive Querschnittsflache AR SCAV zu berechnen ist. Ausgehend von der überlegung, dass für kleine Ventiloffnungen die Querschnittsflache etwa m zweiter Ordnung mit dem Quadrat des Kurbelwinkels seit Beginn des Ventilhubs ansteigt, vgl. Heywood, a.a.O., S. 222 f, und dass der Uberlappungsbereich der Ventiloffnungskurven für Einlass und Auslass eine Breite der Größenordnung VO hat, ist ein kubisches Anwachsen von AR_SCAV mit VO zu erwarten. Als besonders geeignet und sehr einfach hat sich daher der folgende Polynomansatz erwiesen:

ARSCAV(VO ) = (C_AR_SCAV_ 1 (VO -C_AR_SCAV_ 2)) ³ (5)

Hierbei sind die zwei Kalibrationsparameter C AR SCAV 1 und C AR SCAV 2 geeignet zu bestimmen.

Da die Anzahl der Ventiluberschneidungsphasen pro Zeiteinheit proportional zur Drehzahl N ist und die zeitliche Dauer einer Ventiluberschneidung indirekt proportional zu der Drehzahl N ist, sind in niedrigster Ordnung keine Einflüsse der Drehzahl auf AR_SCAV zu erwarten. Dieser Ansatz hat sich bislang als ausreichend erwiesen, jedoch ergaben sich Hinweise auf eine zusätzliche Drehzahlabhangigkeit von AR_SCAV. Demzufolge ist AR SCAV entweder als Kennlinie abhangig von VO oder als Kennfeld abhangig von VO und N auszufuhren.

Zur Berechnung von MAF SCAV im Steuergerat ist es vorteilhaft, die Funktionen ψ _z bzw. ψ _e zusammen mit den

Faktoren, die von den Isentropenexponenten und Gaskonstanten abhangen, in je einer Kennlinie abzulegen:

PQ PE MAP = 1/PQ MAP P E = PE DYN/MAP DYN

In bekannten Ansätzen wurde vernachlässigt, dass auch wahrend der Ventiluberschneidungsphase Druckschwankungen auftreten. Dieser Emfluss kann nun durch eine Glattung der Funktionen ψ _t bzw. ψ _e zusätzlich berücksichtigt werden.

Weiterhin ist bekannt, dass wegen der Asymmetrie der Stromungsverhaltnisse die effektive Querschnittsflache von der Richtung der Strömung abhangt. Diesem Umstand wird durch die Einfuhrung eines geeignet zu definierenden dimensionslosen Skalierungsfaktors C_AR_SCAV_FAC für die Strömung in Ruckwartsπchtung, also für AGR, Rechnung getragen.

Schließlich ergibt sich nun folgende Berechnungsvorschrift für MAF SCAV:

MAFSCAV =AR_SCAV(VO )

MAPDYN ¹ IPPSIJ (PQPEMAP )

/TIA π:

-C AR SCAV FAC PEDYN -== IPPSI2 (PQMAPPE )

Die Temperaturen TIA und TEX sind entweder durch entsprechende Sensoren oder durch ein in der Motorsteuerung vorhandenes Modell zu ermitteln. Die inverse Wurzel dieser Großen kann durch eine Kennlinie berechnet werden. Die übrigen Großen werden beispielsweise unter Benutzung der Gleichungen (2) bis (6) berechnet.

Nun werden beispielhaft vorteilhafte Anwendungsmoglichkeiten für das vorgeschlagene Modell aufgezeigt:

a) Modellierung eines nichtlmearen Schluckverhaltens Für den Betrieb moderner Verbrennungsmotoren und die Einhaltung anspruchsvoller Emissionsgrenzwerte muss die Motorsteuerung eine genaue Modellierung des Luftmassenstroms in Abhängigkeit vom Betriebszustand des Motors gewährleisten. Dies ermöglicht es, die einzuspritzende Kraftstoffmenge so zu bemessen, dass ein für die Abgasnachbehandlung im Katalysator optimales Luft-Kraftstoffverhaltnis Lambda bzw. λ vorliegt. Dazu wird anhand einer Gaspedalstellung ein aktueller Fahrerwunsch bzw. ein gewünschtes Drehmoment sensiert. In der Motorsteuerung erfolgt heute die Beschreibung des

Schluckverhaltens der Brennkraftmaschine, das ist die Abhängigkeit der Luftmenge MAF in einem Zylinder als Funktion des Saugrohrdrucks MAP, in Form einer sog. Schlucklinie und in linearisierter Form, also als sog. Schluckgerade:

( 8 ) MAF = EFF VOL SLOP • MAP - EFF VOL OFS 1 .

Die Kalibrationsgroßen EFF_VOL_OFS_1 und EFF_VOL_SLOP hangen hierbei beispielsweise von N, CAM_IN und CAM_EX ab. Im Fall eines Motorbetriebs mit hoher Ventiluberschneidung ist das Schluckverhalten als Funktion von MAP jedoch deutlich nichtlmear, so dass zusätzliche nichtlineare Beitrage notig werden. Gegenüber dem Stand der Technik wird hierzu die folgende Erweiterung verwendet:

MAF = EFFVOL SL OP • MAP -EFFVOLOF S l + EFFVOLOF S_2 ( 9)

Der Term EFF VOL OFS 2 hangt als zusätzlicher dynamischer Offset hierbei von VO, N und dem Quotienten der gemittelten Drucke PQ_MAP_PRS_EX = MAP/PE ab.

Im Unterschied dazu wird hier nun vorgeschlagen, die folgende Form zu verwenden

MAF = EFF_VOL_SL OP •MAP - EFF_VOL_OF S_l + MAF_SCAV (10) wobei MAF_SCAV mit Hilfe von Gleichung (7) berechnet wird. Eine Veranschaulichung dieses Vorgehens gibt die Abbildung von Figur 4 wieder mit einer zeichnerischen Zusammensetzung der Schlucklinie aus linearem und nichtlinearem Anteil.

Das dargestellte Verfahren bietet folgende Vorteile:

• Der Unterschied zwischen dem gemittelten Drucken MAP und

PE bzw. den Drucken wahrend der Ventiluberschneidung MAP_DYN und PE_DYN kann berücksichtigt werden;

• Der Massenstrom MAF SCAV ist proportional zu MAP DYN bzw. PE DYN, was mit dem bisher in der Motorsteuerung verwendeten Ansatz nicht erfasst werden kann.

• Der vorgeschlagene Ansatz benotigt bei vergleichbarem Berechnungsaufwand deutlich weniger Kalibrationsgroßen: zwei Kennfelder für bisherigen Ansatz, jetzt je drei Kennlinien und Konstanten.

• Eine Validierung des Ansatzes zeigte eine verbesserte Modellqualitat, insbesondere bei der Beschreibung des veränderten Systemverhaltens in großer Hohe.

• MAF SCAV beinhaltet eine neue Information über das System: positive Werte können als Spulmassenstrom, negative Werte als AGR-Massenstrom interpretiert werden. Diese Information kann in der Motorsteuerung weiter verwertet werden. Hierzu wird auf das nachfolgende zweite Anwendungsbeispiel verwiesen.

Das dargestellte Verfahren wurde beispielhaft zur Abbildung des Schluckverhaltens eines turboaufgeladenen Vierzylindermotors verwendet. Dieser Verbrennungskraftmotor war mit verstellbaren Nockenwellen auf der Einlass- und der Auslassseite ausgestattet und wies bei großen

Ventiluberschneidungen eine erhebliche Nichtlmeaπtat in der MAF (MAP) -Abhängigkeit auf. Die Abbildung von Figur 5 demonstriert die mit dem hier gezeigten Verfahren erreichte gute Modellqualitat mit Abweichungen von nur ca. 5 % insbesondere auch bei sehr hohen Ventiluberschneidungen VO.

b) Modellierung einer internen Abgasruckfuhrrate Mit der vorstehend dargestellten Modellierung des Luftmassenstroms MAF ist es möglich, die dort gewonnene Information über den Spul- bzw. AGR-Massenstrom zur

Modellierung des im Brennraum verbliebenen Restgasanteils zu verwenden. Diesen kann man sich aus zwei Anteilen zusammengesetzt denken:

bl. Betrieb ohne Ventiluberschneidung

Auch in Betπebszustanden ohne Ventiluberlappung verbleibt eine Restgasmenge im Zylinder. Diese ist unter anderem durch das Brennraumvolumen beim Schließen des Auslassventils und den zu diesem Zeitpunkt herrschenden Abgasgegendruck bestimmt. Je nach Nockenwellenstellung unterscheidet man

verschiedene Strategien zur Beeinflussung dieser

Restgasmenge :

• Auslasskanalruckfuhrung: Auslass schließt nach dem

Ladungswechsel-OT, Restgas wird zuerst ins Abgassystem ausgestoßen und wieder angesaugt

• Einlasskanalruckfuhrung: Einlass öffnet vor dem Ladungswechsel-OT, Restgas wird ins Saugrohr ausgestoßen und wieder angesaugt

• Brennraumruckhaltung : im Ladungswechsel-OT sind alle Ventile geschlossen, die beim Schließen des

Auslassventils im dann vorhandenen Brennraumvolumen vorhandene Restgasmenge verbleibt im Zylinder. Dieser Mechanismus beinhaltet auch das aufgrund des Totvolumens mindestens im Zylinder verbleibende Restgas. Bei Betrieb ohne Ventiluberschneidung kann das

Schluckverhalten eines Motors gut durch eine lineare Schlucklinie dargestellt werden. Der Emfluss der verschiedenen Strategien zur Restgassteuerung kommt in der Abhängigkeit des Offsets der Schluckgeraden EFF_VOL_OFS_1 von der Nockenwellenposition zum Ausdruck.

Unter Vernachlässigung der Variation des Abgasgegendrucks mit dem Saugrohrdruck ist dann die interne Restgasmenge proportional zu dem (negativen) Offset der Schluckgeraden EFF_VOL_OFS_1, vgl. Figur 4. Die gesamte, aus Frischluft und Restgas bestehende Zylinderladung ist proportional zu EFF_VOL_SLOP*MAP, so dass unter Annahme einer linearen Schlucklinie der interne Restgasanteil EGR_RATIO gegeben ist durch:

EGR RATIO = EFF_VOL_OF S_1 _{( 1 1 )}

EFF VOL SL OP • MAP

Dies gilt unter der Voraus setzung, das s eine l ineare Schluckl inie angeset zt werden kann, und unter der weiteren Bedingung, das s EFF VOL SLOP MAP > EFF VOL OFS 1 . Let zteres

ist für den realen Betrieb eines Motors immer der Fall, da andernfalls kein Massenstrom durch den Motor mehr auftritt.

b2. Betrieb mit Ventiluberschneidung Für den Fall mit Ventiluberschneidung tritt ein zusätzlicher Massenstrom MAF_SCAV durch den Brennraum auf. Unter der Bedingung MAP_DYN>PE_DYN ergibt sich MAF_SCAV>0, d.h. Spulen - siehe auch Figur 2, und der Restgasanteil nimmt ab. Nimmt man an, dass der Spulmassenstrom das im Zylinder verbliebene Restgas ohne Durchmischung einfach herausschiebt, so ist der im Zylinder verbliebene Restgasanteil proportional zu EFF_VOL_OFS_1-MAF_SCAV. Falls MAF_SCAV>EFF_VOL_OFS_1 ist, so ist der Restgasanteil Null.

Im Fall MAP_DYN<PE_DYN ergibt sich MAF_SCAV<0, was bedeutet, dass ein Betriebszustand mit interner AGR vorliegt: Restgas strömt vom Abgassystem durch den Brennraum hindurch ins Saugrohr, um von dort bei darauf folgenden Ansaugtakten wieder vermischt mit Luft in den Brennraum zu gelangen. Das gesamte ruckgefuhrte Abgas gelangt also wieder in den

Brennraum, so dass stationär die zuerst ins Saugrohr und dann wieder in den Brennraum verbrachte Restgasmenge proportional zu -MAF SCAV ist. Zusammen mit der im Brennraum verbliebenen Restgasmenge EFF_VOL_OFS_1 ergibt sich auch hier wieder, dass der im Zylinder befindliche gesamte Restgasanteil proportional zu EFF_VOL_OFS_1-MAF_SCAV ist. Es ergibt sich damit insgesamt in Erweiterung zu Gleichung (11) für den internen Restgasanteil EGR_RATIO als Gleichung (12) :

EGR_RATIO =

Dies gilt für EFF VOL SLOP MAP > EFF VOL OFS 1 - MAF SCAV , was auch hier für realen Motorbetrieb immer erfüllt ist.

Das Diagramm der Figur 6 zeigt beispielhaft das Ergebnis für einen mit vergleichsweise geringem Aufwand berechneten

Restgasanteil EGR_RATIO an einem Lastpunkt als Funktion der beiden Nockenwellenpositionen . Hierbei nimmt die Ventiluberschneidung VO von rechts unten nach links oben hm zu .

Das vorgeschlagene Vorgehen gewährleistet die im Folgenden zu erläuternden Vorteile:

• Modellierung des Drucks im Saugrohr und/oder

Abgassystem zu einem bestimmten Zeitpunkt unter erstmaliger Berücksichtigung der Druckfluktuationen;

• Modell für Druck basiert auf physikalischen Ansätzen, kann jedoch mit ausreichender Genauigkeit in einem Motorsteuergerat einfach berechnet werden und benotigt nur wenige Kalibrationsgroßen; • mit Hilfe des damit zugänglichen Drucks wahrend der

Ventiluberschneidung kann der sich einstellende Spul ^¬ bzw. AGR-Massenstrom berechnet werden;

• damit ist eine genauere Modellierung des Schluckverhaltens möglich, insbesondere auch bei turboaufgeladenen Motoren mit stark nichtlmearer MAF(MAP) -Abhängigkeit;

• weiterhin kann mit einfachen Mitteln eine Modellierung der internen AGR-Rate vorgenommen werden; diese Große ist nach bekannten Ansätzen nicht direkt zugänglich, ihre Kenntnis ist jedoch für sowohl für klassische als auch für moderne Brennverfahren von großer Bedeutung;

• außerdem kann der Spulmassenstrom ermittelt werden; dieser Spulmassenstrom ist v.a. bei niedriger Drehzahl die zentrale Große für die Steigerung des Motordrehmoments durch das sog. Spulen; erst durch eine Modellierung des Spulmassenstroms wird eine sichere Beherrschung und damit ein gezielter Einsatz dieses Effektes möglich.